銹損冷彎薄壁C形鋼軸壓短柱試驗研究

徐善華 孫建設 聶彪

摘? ?要：研究了銹蝕對冷彎薄壁C形鋼軸壓短柱承載性能的影響. 通過板材單調(diào)拉伸試驗，研究了銹損冷彎薄壁鋼板材的力學性能退化規(guī)律;通過對5根銹損C形鋼短柱進行軸壓試驗，分析了其破壞模式、變形特征和承載力，并討論了銹損C形鋼軸壓短柱極限荷載的計算方法. 研究結(jié)果表明：銹損板材屈服平臺變短甚至消失，屈服強度隨銹蝕率的增大呈線性下降趨勢;銹損C形鋼軸壓短柱的破壞模式為腹板局部屈曲，局部屈曲多發(fā)生在腹板最薄弱處;極限荷載隨著平均厚度損失率的增大呈線性下降趨勢;考慮鋼材力學性能退化并利用厚度折減修正的有效寬度法和直接強度法均能較好地預估銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載，但修正后的直接強度法更接近試驗結(jié)果，修正后的有效寬度法則偏于保守.

關鍵詞：銹損;冷彎薄壁C形鋼;軸壓;短柱;極限荷載

中圖分類號：TU392.1;TU317.1? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻標志碼：A

Experimental Investigation on Corroded Cold-formed Thin-walled

C-shaped Steels Short Columns under Axial Compression

XU Shanhua1，SUN Jianshe1，2，NIE Biao1

（1. School of Civil Engineering，Xian University of Architecture and Technology，Xian 710055，China;

2. Shandong Province Metallurgical Engineering Co Ltd，Jinan 250101，China）

Abstract：This paper studies the influence of corrosion on the bearing capacity of cold-formed thin-walled C-shaped steel short columns under axial compression. Through the monotonic tensile test of the plate，the mechanical property degradation law of the corroded cold-formed thin-walled steel plate was studied. Five corroded cold-formed thin-walled columns were subjected to axial compression test. Failure mode，deformation characteristics and bearing capacity of the columns were analyzed. The calculation method of the ultimate load was discussed. The experimental results show that the yield platform of corroded steel becomes shorter or even disappears，and its yield strength decreases linearly with the increase of corrosion rates. The failure mode of the corroded C-shaped short column under axial compression is local buckling failure of the web，but local buckling occurs mostly at the weakest part of the web. The ultimate load decreases linearly with the increase of the average thickness loss rate. The effective width method and the direct strength method，considering the degradation of the mechanical properties of the corroded steel and thickness reduction，can predict the ultimate load of the C-shaped steel short columns under axial compression. However，the modified direct strength method is closer to the test results，and the modified effective width method is more conservative.

Key words：corrosion;cold-formed thin-walled C-shaped steel;axial compression;short column;ultimate load

相比熱軋鋼，冷彎薄壁型鋼具有輕質(zhì)高強、抗震性能好、截面設計靈活、受力合理且易于工業(yè)化等優(yōu)點而被廣泛應用[1].? 但因其多為開口截面且壁厚較薄、板件寬厚比較大，穩(wěn)定性問題更為突出，因此對冷彎薄壁型鋼的研究主要集中在穩(wěn)定性和屈曲理論等方面[2-3]. 長期暴露在工業(yè)環(huán)境中的鋼材不可避免地產(chǎn)生一定程度的銹蝕，銹蝕不僅導致鋼材截面面積損失和材料性能退化，而且降低結(jié)構(gòu)的承載性能[4-7].

目前，關于銹損鋼材力學性能和銹損鋼構(gòu)件承載性能的研究已獲得較多成果. 張世驥等對銹損Q235鋼板進行拉伸試驗，發(fā)現(xiàn)銹蝕對鋼板的抗拉強度、屈服強度均有影響[8]. 徐善華等指出銹蝕導致冷彎薄壁型鋼材料強度和延性發(fā)生退化，且點蝕對延性的影響高于全面銹蝕，銹蝕對冷彎薄壁型鋼材料性能的影響高于熱軋型鋼[9-10];討論了銹損H型鋼偏心受壓柱的整體穩(wěn)定承載性能參數(shù)隨銹蝕率的變化趨勢，分析了銹蝕導致偏心受壓鋼柱承載性能發(fā)生劣化的原因[11].? Karagah等對局部銹損H型鋼柱進行軸壓試驗，得出翼緣銹蝕對承載力的影響比腹板銹蝕更顯著[12]. 徐善華等通過低周往復荷載試驗，研究了銹損H型鋼柱的側(cè)向承載力和耗能能力，發(fā)現(xiàn)翼緣銹損鋼柱的耗能能力迅速下降[13]. Beaulieu等研究了銹蝕對角鋼抗壓承載力的影響[14]. 史煒洲等發(fā)現(xiàn)截面損失是影響銹損焊接H型鋼梁承載性能的主要因素，翼緣或腹板銹蝕越嚴重，承載力越低[15]. Sharifi等研究了銹損鋼梁剩余彎矩的計算方法，并給出了厚度損失和剩余彎矩之間的定量關系[16]. 聶彪等發(fā)現(xiàn)銹損鋼梁的截面模量、名義屈服強度和極限承載力隨銹蝕時間的延長逐漸降低，并且銹損鋼梁的可靠指標或失效概率會急劇惡化[17]. Wang等分析了銹蝕對焊接鋼節(jié)點抗震性能的影響，焊接區(qū)的銹坑加劇了梁翼緣的脆性斷裂破壞，導致焊接鋼節(jié)點的延性和耗能能力顯著降低[18].? Cascini等發(fā)現(xiàn)由于冷彎薄壁型鋼壁厚較薄可能會加劇銹蝕的危險性，且銹蝕與屈曲之間的耦合作用會顯著地降低結(jié)構(gòu)的承載能力[19]. 銹損鋼構(gòu)件的研究主要針對熱軋鋼，而冷彎薄壁型鋼經(jīng)過冷加工，其力學性能與熱軋鋼存在明顯不同，但是目前對銹損冷彎薄壁型鋼構(gòu)件的研究鮮有報道. 因此，銹損冷彎薄壁型鋼構(gòu)件的承載性能是亟待解決的問題.

本文主要研究了銹蝕對冷彎薄壁C形鋼軸壓短柱承載性能的影響，通過板材單調(diào)拉伸試驗，研究了銹損鋼材力學性能的退化規(guī)律;通過對5根銹損C形鋼短柱進行軸壓試驗，分析了銹蝕對軸壓短柱的破壞模式、變形特征、臨界屈曲荷載和極限荷載的影響，并討論了極限荷載的計算方法.

1? ?試驗方案

1.1? ?材性試驗

試件取自某工業(yè)廠房服役9年的冷彎薄壁C形鋼檁條，原始截面尺寸為C200 mm × 65 mm × 15 mm × 2.5 mm，鋼材強度等級為Q235. 從每根銹損C形鋼的腹板中間部位線切割得到拉伸試件，如圖1所示. 試件除銹后采用超聲波測厚儀測量標距段內(nèi)5個截面的厚度，各截面取5個測點，然后對各截面厚度取均值，并將5個截面均值中的最小值定義為最小厚度d. 試驗裝置采用DNS300型號電子萬能試驗機，按照文獻[20]的要求進行單調(diào)拉伸試驗，試件屈服前加載速率取為0.75 mm/min，屈服后加載速率取為5 mm/min.

拉伸試件的銹蝕率采用截面損失率η表征，按式（1）計算：

式中：d0為試件原始厚度（d0=2.5 mm）;d為最小厚度.

拉伸試件的應力-應變曲線如圖2所示，主要表現(xiàn)為彈性階段變短、屈服點下降、屈服平臺變短甚至消失，僅AC1和AC3存在屈服平臺. 表1給出了材性試驗的力學性能參數(shù)，其中da為試件平均厚度，Es為彈性模量，fy為屈服強度（統(tǒng)一取殘余應變?yōu)?.2%時的應力），fu為極限強度. 從表1可看出隨著截面損失率的增大，鋼材屈服強度顯著降低，但極限強度降幅不大. 屈服強度fy與截面損失率η的擬合曲線如圖3所示，fy隨著η的增大呈線性下降趨勢，其關系為式（2）.

fy = 280.02 - 473.88η? ? ? ? （2）

銹損試件表面粗糙不平，較薄處應力發(fā)展較快，導致截面應力分布不均勻是鋼材力學性能退化的主要原因. 其次冷加工改變了鋼材的力學性能，雖提高了鋼材的強度，但同時降低了鋼材的延性，使其力學性能更易受到銹蝕的影響.

1.2? ?試件設計

為消除整體屈曲的影響，短柱的長度不宜過長，但也不宜過短以免支座約束板件局部屈曲. 參考美國結(jié)構(gòu)穩(wěn)定研究文員會的建議[21]，短柱的長度L應符合式（3）要求：

3bmax ≤ L ≤ 20imin? ? ? ? （3）

式中：bmax為板件的最大寬度;imin為截面主軸的最小回轉(zhuǎn)半徑.

為保證試件在加載過程中均勻受力，在試件兩端焊接尺寸為240 mm × 110 mm × 10 mm的端板. 試驗前對試件截面尺寸進行測量，取4個測點的平均值，測量結(jié)果見表2. 表中符號定義如圖4所示，其中L為試件長度，A為截面面積，h為腹板高度，b1、b2為翼緣寬度，a1、a2為卷邊寬度.

1.3? ?厚度測量

銹損試件厚度的不均勻變化對軸壓試件的屈曲位置和承載性能影響較大，因此需對試件進行厚度測量. 將試件沿長度方向均勻分成14個截面，同一截面取11個測點（腹板5個測點、兩側(cè)翼緣各2個測點、兩側(cè)卷邊各1個測點），然后采用精確度0.01 mm的超聲波測厚儀測量各測點的厚度. 試件厚度測量結(jié)果見表3，其中ta為試件平均厚度，ηa為試件平均厚度損失率，Cv為厚度變異系數(shù).

試件的銹蝕損傷指標采用平均厚度損失率ηa表征，ηa按式（4）計算：

式中：t0為未銹損試件原始厚度（t0 = 2.5 mm）.

Cv可體現(xiàn)出銹蝕后試件厚度的離散程度及銹蝕的不均勻程度，按式（5）計算，由表3可知隨著ηa的增大，Cv逐漸增加.

式中：σ為厚度測量結(jié)果的標準差.

圖5給出了腹板厚度沿試件長度方向的變化曲線，其中tw為腹板各截面5個測點的平均厚度，將tw最小值所對應的截面定義為腹板最薄弱處.

1.4? ?測點布置

側(cè)向位移計主要布置在中間高度處，如圖6（a）所示. 由于銹蝕的隨機性，銹損C形鋼短柱屈曲位置不易確定，為反映試件可能發(fā)生的局部屈曲變形，在腹板中心線處增設4個側(cè)向位移計，如圖6（b）所示. 為測量試件的軸向壓縮位移，上下端板形心各布置一個軸向位移計，編號分別為12和13.

為獲得試件不同高度處的應力分布，除在試件中間截面處布置應變片外，另在距試件中間截面上下間隔100 mm和200 mm處增設4組應變片. 所有應變片均在C形鋼內(nèi)外側(cè)對稱布置，應變片具體布置及編號如圖7所示.

1.5? ?加載方案

試驗采用單刀鉸支座，加載裝置如圖8所示. 試件安裝時先進行幾何對中，然后加載至0.15 ～ 0.5倍預估極限荷載，當試件4個角部應變的最大與最小值之比不超過1.15時，物理對中滿足要求. 對中結(jié)束后，卸載至1 kN，然后開始正式逐級加載. 每級荷載不超過預估極限荷載的5%，當出現(xiàn)局部失穩(wěn)或達到預估極限荷載的80%后，荷載增量取值減小. 試驗進入卸載階段，進行卸載曲線的測量，當荷載降至極限荷載的80%時，試驗結(jié)束.

2? ?試驗結(jié)果分析

2.1? ?試驗現(xiàn)象

圖9給出了試件的破壞模式. 隨著荷載的增加，腹板沿試件縱向出現(xiàn)3 ～ 4個半波的局部屈曲，半波長度約等于腹板寬度. 當加載接近極限荷載時，腹板最薄弱處局部屈曲明顯，最終破壞模式為腹板局部屈曲. 在極限荷載之前，翼緣和卷邊變形不明顯;達到極限荷載之后，翼緣有輕微側(cè)向位移.

由圖9可知不同銹蝕程度試件的破壞模式均為腹板局部屈曲，但銹蝕會影響試件的屈曲位置，多數(shù)試件在腹板最薄弱處破壞. 其中AC1、AC2、AC3和AC4在腹板最薄弱處附近破壞，AC5在腹板局部初始缺陷最大處破壞.

2.2? ?荷載-應變（位移）曲線

2.2.1? ?荷載-軸向位移曲線

試驗荷載-軸向位移曲線如圖10所示. 加載初期，荷載隨位移的增加呈線性增長，加載至約極限荷載的80%時，曲線斜率顯著降低. 在曲線下降段，隨著銹蝕率增大，荷載下降速率逐漸增加，表明試件銹蝕后塑性變形能力降低，延性變差.

2.2.2? ?荷載-側(cè)向位移曲線

腹板典型的荷載-側(cè)向位移曲線如圖11所示，側(cè)向位移以內(nèi)凹為負、外凸為正. 從圖11可看出部分曲線的側(cè)向位移出現(xiàn)正值，主要原因是隨著荷載的增加，腹板沿試件縱向出現(xiàn)多個局部屈曲半波，達到極限荷載后，側(cè)向位移均變?yōu)樨撝?

為研究銹蝕對側(cè)向位移發(fā)展的影響，圖12給出了破壞位置處腹板的荷載-側(cè)向位移曲線. 由圖12可知隨著銹蝕率的增大，側(cè)向位移的增長速率逐漸增加，主要原因是試件銹蝕越嚴重，腹板寬厚比越大，翼緣對腹板的約束作用降低，局部屈曲越容易發(fā)生，變形增長速率也逐漸增加. 另外隨著銹蝕率的增大，達到極限荷載時所對應的側(cè)向位移逐漸增大，說明屈曲后變形發(fā)展較充分.

2.2.3? ?荷載-應變曲線

腹板典型的荷載-應變曲線如圖13、圖14所示，拉應變?yōu)檎?，壓應變?yōu)樨? 從圖可看出腹板中心線處內(nèi)外側(cè)對稱應變差別較大，且在加載后期因發(fā)生局部屈曲，應變差值逐漸增大并出現(xiàn)應變反向現(xiàn)象.

為研究銹蝕對應變發(fā)展的影響，圖15給出了腹板與翼緣相交處的荷載-應變曲線，曲線橫坐標分別取E5與F5的應變均值、E7與F7的應變均值. 由圖15可知隨著銹蝕率增大，應變的增長速率逐漸增加，主要原因是試件銹蝕后截面面積減小.

限于篇幅，文中僅給出了腹板典型的荷載-應變曲線及荷載-側(cè)向位移曲線. 翼緣和卷邊內(nèi)外側(cè)應變差別較小，且在極限荷載之前未出現(xiàn)拉應變;翼緣的側(cè)向位移在達到極限荷載之前均小于1.5 mm，且在試驗過程中無明顯畸變.

2.3? ?承載性能退化結(jié)果

表4給出了銹損軸壓短柱的力學性能參數(shù)，其中ηa為試件平均厚度損失率;Cv為厚度變異系數(shù);Δtu為極限位移;Ptu為極限荷載;Ptcr為臨界屈曲荷載;σu為極限應力，按σu = Ptu/A計算，A為截面面積.

由表4可知極限位移Δtu和極限應力σu均隨著平均厚度損失率ηa的增大而逐漸降低，說明銹蝕導致試件提前破壞，鋼材強度得不到充分發(fā)揮. 主要原因是銹蝕導致試件表面粗糙不平，厚度較薄處局部應力較大，當局部應力達到一定水平后試件即發(fā)生破壞，剩余截面的強度無法充分發(fā)展.

極限荷載Ptu隨著ηa的增大顯著降低，當ηa從 4.74%增加至8.32%時，Ptu下降了18.37%. 圖16為Ptu的退化曲線，可看出Ptu隨著ηa的增大呈線性下降趨勢，下降速率k1 = 660.95. 極限荷載下降如此之快的主要原因是銹蝕導致試件截面損失和鋼材力學性能下降.

臨界屈曲荷載Ptcr根據(jù)應變反向準則確定[22]，例：圖14（a）中N2的最大壓應變所對應的荷載即為Ptcr. Ptcr變化幅度較大，約為P tu的0.25 ～ 0.55倍，其與腹板的寬厚比和初始缺陷密切相關. 腹板局部初始缺陷越大，則該位置更易發(fā)生屈曲;銹蝕越嚴重，試件越薄，腹板寬厚比越大，則臨界屈曲應力越低.

試件的理論臨界屈曲荷載Pccr = σcr A，A為截面面積，σcr 為腹板（按四邊簡支的均勻受壓板考慮）的彈性臨界屈曲應力，按式（6）計算，式中泊松比取v = 0.3，彈性模量取Es = 1.85 × 105 MPa，腹板的彈性穩(wěn)定系數(shù)取kw = 4.

由式（6）可知，銹蝕越嚴重，腹板寬厚比b/ta越大，則彈性臨界屈曲應力σcr越低，臨界屈曲荷載降幅越大. 經(jīng)計算，Ptcr/Pccr的均值為0.566，說明將腹板簡化為四邊簡支的均勻受壓板將高估銹損試件的臨界屈曲荷載，究其原因為銹蝕后腹板呈不均勻受壓狀態(tài)且翼緣對腹板的約束作用降低，彈性穩(wěn)定系數(shù)kw宜適當減小.

3? ?極限荷載計算方法

《冷彎型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（征求意見稿）的有效寬度法考慮了畸變屈曲對部分加勁板件受壓穩(wěn)定系數(shù)的影響，彌補了現(xiàn)行規(guī)范[23]的不足. 由于有效寬度法計算過程繁瑣，直接強度法（DSM）越來越受科研人員的青睞，其采用全截面特性計算冷彎薄壁型鋼的極限荷載，并充分考慮了畸變屈曲的影響. 文獻[23]第1.0.3條指出該標準未考慮受有侵蝕作用的冷彎型鋼結(jié)構(gòu)的特殊要求，因此，有效寬度法和直接強度法能否用于計算銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載還有待研究. 本文將考慮鋼材力學性能退化和厚度折減對有效寬度法和直接強度法進行修正，使其適用于計算銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載.

3.1? ?有效寬度法

文獻[23]中均勻受壓板件的有效寬厚比按式（7）計算，其中計算系數(shù)ρ按式（8）計算，極限荷載按P cu = φfy Ae計算.

式中：b為板件寬度;t為板件厚度;be為板件有效寬度;k為板件受壓穩(wěn)定系數(shù);k1為板組約束系數(shù);σ1 = φfy，φ為軸心受壓構(gòu)件穩(wěn)定系數(shù)，fy為屈服強度.

若將試件平均厚度ta與fy代入計算公式，得出的計算極限荷載Pcu1見表5，Pcu1與ηa的關系見圖17. 文獻[24]采用新修訂的有效寬度法計算了202個未銹損的冷彎型鋼軸壓柱，得出試驗結(jié)果與計算結(jié)果的均值為1.124，但本文的Ptu/Pcu1均值為0.990，標準差為0.034. 從圖17可看出雖然Pcu1也隨著ηa的增大呈線性下降，但其下降速率k2 = 537.12，比試驗極限荷載的下降速率k1 = 660.95要小很多.

綜上所述，采用有效寬度法計算銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載時，若按試件平均厚度進行計算將高估其承載力，因此需考慮厚度不均勻變化對極限荷載的影響.

文獻[25]發(fā)現(xiàn)隨著銹蝕率的增大，冷彎薄壁型鋼的彈性模量Es逐漸降低，但新修訂的有效寬度法未考慮彈性模量變化對有效寬厚比的影響，式（7）默認鋼材的彈性模量為2.06 × 105 MPa. 文獻[26]給出了有效寬度be的計算過程，be與Es的關系詳見式（9），可看出be與■成正比. 為考慮彈性模量的降低對銹損試件極限荷載的影響，將式（10）代替式（7）計算有效寬厚比，其中E0 = 2.06 × 105 MPa，Es參照表1的實測結(jié)果. 此外，為考慮銹損短柱的截面損失和厚度不均勻變化，將式（10）中的厚度t均按式（11）計算.

修正后有效寬度法得出的計算極限荷載Pcur1見表5，P tu/Pcur1的均值為1.123，標準差為0.028. 圖18給出了有效寬度法計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比，可看出Pcur1的下降速率為kr1 = 694.19，與P tu的下降速率k1 = 660.95比較接近. 綜上所述，修正后的有效寬度法能較好地預估銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載，并留有足夠的安全儲備.

3.2? ?直接強度法

《冷彎型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（征求意見稿）的附錄給出了直接強度法計算軸壓構(gòu)件極限荷載的公式. 局部與整體相關屈曲承載力應按式（12）計算：

式中：σcr1為彈性局部屈曲臨界應力;kw為腹板局部相關屈曲系數(shù).

采用直接強度法計算銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載時，最重要的是計算Ncr1. 式（15）計算kw時考慮了板組效應，目前尚無銹蝕試件板組效應的相關研究，因此修正后的直接強度法未考慮板組效應. 另外，為考慮鋼材力學性能下降的影響，屈服強度fy和彈性模量Es參照表1的實測結(jié)果;為考慮厚度不均勻變化對承載能力的降低，厚度t按式（11）計算.

圖19給出了直接強度法計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比，修正前后的計算結(jié)果見表6和表7，其中Pcu2為修正前的計算極限荷載，Pcur2為修正后的計算極限荷載. Ptu/Pcu2的均值為0.860，標準差為0.034;Ptu/Pcur2的均值為1.045，標準差為0.026. 因此，修正后的直

接強度法能較好地預估銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載（強度曲線如圖20所示），其安全性提高，計算結(jié)果離散程度減小. 另從表6和表7可看出隨著平均厚度損失率ηa的增大，試件的整體承載力Nne和局部屈曲臨界荷載Ncrl逐漸下降. 修正后的Nne和Ncrl減小，λ1 = 增大，計算極限荷載Pcur2降低.

4? ?結(jié)? ?論

1）銹蝕導致冷彎薄壁C形鋼的力學性能退化，屈服強度fy隨著銹蝕率的增大呈線性下降趨勢，應力-應變曲線主要表現(xiàn)為彈性階段變短、屈服點下降和屈服平臺變短甚至消失.

2）銹損C形鋼軸壓短柱的平均厚度損失率ηa小于10%時，試件的破壞模式為腹板局部屈曲. 試件銹蝕后腹板表面粗糙不平，局部屈曲多發(fā)生在腹板最薄弱處.

3）銹損C形鋼軸壓短柱的側(cè)向位移和應變的增長速率隨著銹蝕率的增大而逐漸增加，且銹蝕越嚴重，腹板寬厚比越大，局部屈曲變形越充分，屈曲后荷載與極限荷載的比值有增大趨勢.

4）銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載、極限位移和極限應力均隨著平均厚度損失率的增大逐漸下降，其中極限荷載呈線性下降趨勢.

5）考慮鋼材力學性能退化并利用厚度折減修正的有效寬度法和直接強度法均能較好地預估銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載，但修正后的直接強度法更接近試驗結(jié)果，修正后的有效寬度法偏于保守.

參考文獻

[1]? ? 張中權(quán). 冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)設計手冊[M]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，1996：2—4.

ZHANG Z Q. Design manual for cold-formed thin-walled steel structures [M]. Beijing：China Building Industry Press，1996：2—4. （In Chinese）

[2]? ? 李元齊，徐厚軍. 我國冷彎型鋼結(jié)構(gòu)發(fā)展現(xiàn)狀及展望[J]. 建筑結(jié)構(gòu)，2019，49（19）：91—101.

LI Y Q，XU H J. Research and development of cold-formed steel structures in China[J]. Building Structure，2019，49（19）：91—101. （In Chinese）

[3]? ? 彭雄，楊娜，王彬，等. 冷彎卷邊槽鋼軸壓屈曲機理試驗與數(shù)值研究[J]. 湖南大學學報（自然科學版），2013，40（8）：34—39.

PENG X，YANG N，WANG B，et al. Experimental research and simulation on lipped channel under axial compression[J]. Journal of Hunan University （Natural Sciences），2013，40（8）：34—39. （In Chinese）

[4]? ? 史煒洲，童樂為，陳以一，等. 鋼材腐蝕對住宅鋼結(jié)構(gòu)性能影響的評估[J]. 建筑結(jié)構(gòu)，2013，43（16）：88—92.

SHI W Z，TONG L W，CHEN Y Y，et al. Assessment of influence of steel corrosion on behavior of residential steel structures[J].Building Structure，2013，43（16）：88—92. （In Chinese）

[5]? ? 邱斌，徐善華. 銹蝕鋼板力學性能的退化規(guī)律[J]. 機械工程材料，2014，38（10）：60—63.

QIU B，XU S H. Deterioration law of mechanical properties of corroded steel plates[J]. Materials for Mechanical Engineering，2014，38（10）：60—63. （In Chinese）

[6]? ? 易偉建，雷國強.銹蝕鋼筋混凝土偏心受壓柱承載力試驗研究[J]. 湖南大學學報（自然科學版），2008，35（3）：6—10.

YI W J，LEI G Q. Experimental research on the bearing capacity of corroded reinforced concrete columns[J]. Journal of Hunan University （Natural Sciences），2008，35（3）：6—10. （In Chinese）

[7]? ? 聶彪，徐善華. 冷彎薄壁型鋼腐蝕研究現(xiàn)狀及展望[J]. 太原理工大學學報，2019，50（6）：743—748.

NIE B，XU S H. Research status and prospect of cold-formed steel corrossion[J]. Journal of Taiyuan University of Technology，2019，50（6）：743—748. （In Chinese）

[8]? ? 張世驥，趙東拂，幸坤濤，等. 2 mm厚冷彎薄壁型鋼腐蝕后材料力學性能研究[J]. 工業(yè)建筑，2016，46（4）：114—119.

ZHANG S J，ZHAO D F，XING K T，et al. Study on material mechanical performance of corroded cold-formed 2 millimetre thin-walled steel[J]. Industrial Construction，2016，46（4）：114—119. （In Chinese）

[9]? ? 徐善華，李柔，蘇超，等. 銹損冷彎薄壁型鋼材料力學性能試驗[J]. 哈爾濱工業(yè)大學學報，2018，50（12）：74—80.

XU S H，LI R，SU C，et al. Mechanical property tests on cold-formed thin-walled steel materials with rust loss[J]. Journal of Harbin Institute of Technology，2018，50（12）：74—80. （In Chinese）

[10]? XU S H，ZHANG Z X，LI R，et al. Effect of cleaned corrosion surface topography on mechanical properties of cold-formed thin-walled steel[J]. Construction and Building Materials，2019，222：1—14.

[11]? 徐善華，王皓，薛南. 銹蝕鋼材偏心受壓鋼柱承載性能退化規(guī)律[J]. 哈爾濱工業(yè)大學學報，2016，48（6）：157—163.

XU S H，WANG H，XUE N. Deterioration law of bearing properties for corroded eccentric steel columns[J]. Journal of Harbin Institute of Technology，2016，48（6）：157—163. （In Chinese）

[12]? KARAGAH H，SHI C，DAWOOD M，et al. Experimental investigation of short steel columns with localized corrosion[J]. Thin-Walled Structures，2015，87：191—199.

[13]? XU S H，ZHANG Z X，QIN G C. Study on the seismic performance of corroded H-shaped steel columns[J]. Engineering Structures，2019，191：39—61.

[14]? BEAULIEU L V，LEGERON F，LANGLOIS S. Compression strength of corroded steel angle members[J]. Journal of Constructional Steel Research，2010，66（11）：1366—1373.

[15]? 史煒洲，童樂為，陳以一，等. 腐蝕對鋼材和鋼梁受力性能影響的試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學報，2012，33（7）：53—60.

SHI W Z，TONG L W，CHEN Y Y，et al. Experimental study on influence of corrosion on behavior of steel material and steel beams[J]. Journal of Building Structures，2012，33（7）：53—60.（In Chinese）

[16]? SHARIFI Y，RAHGOZAR R. Remaining moment capacity of corroded steel beams[J]. International Journal of Steel Structures，2010，10（2）：165—176.

[17]? NIE B，XU S H，WANG Y D. Time-dependent reliability analysis of corroded steel beam[J]. KSCE Journal of Civil Engineering，2020，24：255—265.

[18]? WANG H，XU S H，LI A B，et al. Experimental and numerical investigation on seismic performance of corroded welded steel connections[J]. Engineering Structures，2018，174：10—25.

[19]? CASCINI L，PORTIOLI F，LANDOLFO R. Probabilistic time variant assessment of thin-walled steel members under atmospheric corrosion attack[J]. Journal of Civil Engineering and Management，2014，20（3）：404—414.

[20]? 金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法：GB/T 228.1—2010[S]. 北京：中國標準出版社，2010：1—19.

Metallic materials-tensile testing-Part 1：Method of test at room temperature：GB/T 228.1—2010[S]. Beijing：Standards Press of China，2010：1—19. （In Chinese）

[21]? GALAMBOS T V. Guide to stability design criteria for metal structures[M]. 5th ed. New York：John Wiley and Sons，1998：78—143.

[22]? 王春剛.單軸對稱冷彎薄壁型鋼受壓試件穩(wěn)定性能分析與試驗研究[D]. 哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學，2007：26—32.

WANG C G. Stability behavior analysis and experimental study on singly-symmetric cold-formed thin-walled steel members under compression loading [D]. Harbin：Harbin Institute of Technology，2007：26—32. （In Chinese）

[23]? 冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范：GB50018—2002[S]. 北京：中國計劃出版社，2002：18—34.

Technical code of cold-formed thin-wall steel structures： GB50018—2002[S]. Beijing：China Planning Press，2002：18—34. （In Chinese）

[24]? 王春剛，孔德禮，張耀春. 冷彎薄壁型鋼構(gòu)件承載力計算方法對比研究[J]. 建筑鋼結(jié)構(gòu)進展，2017，19（6）：51—59.

WANG C G，KONG D L，ZHANG Y C. Comparative study on calculation methods of bearing capacity of cold-formed thin-walled steel members[J]. Progress in Steel Building Structures，2017，19（6）：51—59. （In Chinese）

[25]? NIE B，XU S H，YU J，et al. Experimental investigation of mechanical properties of corroded cold-formed steels[J]. Journal of Constructional Steel Research，2019，162：1—12.

[26]? 陳紹蕃.鋼結(jié)構(gòu)設計原理[M]. 4版. 北京：科學出版社，2016：384—398.

CHEN S F. Principles of steel structure design[M]. 4th ed. Beijing：Science Press，2016：384—398. （In Chinese）